身管作為速射武器的主要組成部分,是控制彈丸飛行運(yùn)動(dòng)姿態(tài)的重要載體。在射擊過(guò)程中,身管主要承受燒蝕和磨損兩種漸進(jìn)劣化作用。隨著射擊次數(shù)的增加,這兩種作用的綜合結(jié)果導(dǎo)致身管內(nèi)壁軸向各位置上孔徑不同程度的增大。由于身管內(nèi)壁孔徑的增大,內(nèi)彈道膛壓將會(huì)下降,同時(shí),內(nèi)壁對(duì)彈丸的導(dǎo)轉(zhuǎn)約束減弱,造成彈道性能逐漸降低,直至武器壽命終止。此類武器普遍存在射擊持續(xù)能力不足、使用壽命不高等問(wèn)題。為了改善此類武器的作戰(zhàn)性能,需要對(duì)身管材料的劣化行為和彈道性能退化過(guò)程開展深入研究。本文以某型大口徑機(jī)槍為研究對(duì)象開展如下研究,并取得相應(yīng)結(jié)論:（1）以鍍鉻層/鋼基體為研究對(duì)象,基于身管服役環(huán)境,提出了身管內(nèi)壁受力狀態(tài)力學(xué)模型,并分別通過(guò)機(jī)械磨損實(shí)驗(yàn)、燃?xì)鉀_蝕實(shí)驗(yàn)和高溫?zé)g實(shí)驗(yàn),分析各因素對(duì)身管內(nèi)壁材料的損傷行為。研究表明,身管內(nèi)壁材料失效形式表現(xiàn)為彈丸的機(jī)械擠壓和高溫、高壓火藥燃?xì)庠斐慑冦t層的開裂,鍍鉻層/鋼基體結(jié)構(gòu)在高溫載荷作用下,界面生成脆性FeCr化合物,鍍鉻層在彈丸擠壓引起的切向載荷作用下逐漸脫落。（2）由于高溫載荷引起的鍍鉻層/鋼基體界面力學(xué)性能逐漸退化,因此,通過(guò)激光燒蝕實(shí)驗(yàn)實(shí)現(xiàn)不同溫度對(duì)界面漸進(jìn)退化的影... 

【文章來(lái)源】：北京科技大學(xué)北京市 211工程院校 教育部直屬院校

【文章頁(yè)數(shù)】：150 頁(yè)

【學(xué)位級(jí)別】：博士

【部分圖文】：

圖２－１電鍍鉻涂層的裂紋ｍ??

???動(dòng)磨損產(chǎn)生的鉻疲勞斷裂是鍍鉻層脫落更重要的因素。??由于氣體沖刷的效應(yīng)，通常很難找到槍膛表面的氣體與金屬反應(yīng)產(chǎn)生的??產(chǎn)物。因此，ＣｏｔｅＷ又在不同氣體氛圍中利用激光脈沖加熱法對(duì)炮鋼的燒蝕??做進(jìn)一步研宄。實(shí)驗(yàn)表明，可以通過(guò)激光脈沖加熱復(fù)現(xiàn)在槍膛表面觀察到的??熱－機(jī)損傷過(guò)程，包括涂層和鋼基材中的冶金轉(zhuǎn)變，涂層中的熱沖擊裂紋，鋼??基材中的損傷引發(fā)，和界面退化，而氧化在引發(fā)燒蝕過(guò)程中起著關(guān)鍵作用。??Ｓ〇Ｐ〇ｋ【５，６側(cè)提出了更為詳盡的身管內(nèi)膛熱－化學(xué)－機(jī)械燒蝕機(jī)理，如圖２－２??所示。該機(jī)理模型充分考慮了沖刷氣流、溫度梯度、熱應(yīng)力開裂、氣固反應(yīng)、??表面熔化、燒蝕產(chǎn)物和機(jī)械剝蝕等因素，同時(shí)文章詳細(xì)解釋了包括身管內(nèi)膛??的熱影響區(qū)、化學(xué)擴(kuò)散影響區(qū)、化學(xué)反應(yīng)影響區(qū)等身管內(nèi)膛不同區(qū)域失效的??機(jī)理。對(duì)于涂層的失效問(wèn)題，Ｓｏｐｏｋ給出的解釋是當(dāng)鉻涂層熱開裂導(dǎo)致裂紋??擴(kuò)展至界面氧化層時(shí)，火藥燃?xì)獾臎_刷將減少涂層－基體界面邊緣的粘附力，??并在會(huì)在裂紋塊上施加向上的力，加速其剝落過(guò)程。??Ｒｅａｃｔｉｎｇ?．Ｆｌｏｗ??麵』麵—麵■圓麵ｉ■曬＾訓(xùn)丨認(rèn)‘沾沿肪??Ａｂｌａｔｉｏｎ??Ｊ?Ｊ?／?Ｒｅａｃｔｉｏｎ?Ｚｏｎｅ??Ｐｒｏｄｕｃｔｓ?Ｊ?３?／??Ｍｅｃｈ．?Ｒｅｍｏｖａｌ?Ｔ?／?Ｉ??／?Ｔｈｅｒｍａｌ?Ｓｔｒｅｓｓ??Ｂｃ?Ｍｃｌｔ?／?Ｃｒａｃｋｓ??１?Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ?Ｇｒａｄｉｅｎｔ??圖２－２熱－化學(xué)－機(jī)械燒蝕機(jī)理示意圖Ｉｓ，６Ｉ??國(guó)內(nèi)學(xué)者也分別對(duì)身管用鋼的鍍鉻層高溫磨損性能ｍ和火藥爆炸燒蝕性??能［８］做過(guò)相關(guān)研究。高溫磨損實(shí)驗(yàn)中，鍍鉻層出現(xiàn)的裂紋將引起鍍層大面積

?北京科技大學(xué)博士學(xué)位論文???厚度為ｒ的涂層中的拉伸殘余應(yīng)力在裂紋位置被消除，而之前由涂層承受??的載荷，現(xiàn)在由裂紋兩側(cè)長(zhǎng)度為Ｚ的剪切帶承擔(dān)。因此，拉伸殘余應(yīng)力的荷??載與界面ＴＯ附近最小剪切屈服強(qiáng)度的荷載相等，其表達(dá)式為：??ａ?Ｒｔ?＝?ｔ０Ｌ?（２－１）??該理論為觀測(cè)到的涂層裂紋間距和界面附近的最小剪切強(qiáng)度提供了涂層??拉伸破壞強(qiáng)度的計(jì)算方法。??Ｉ??＇￣一＾咖■■丨：—’?￥??ｉｎ－ｐｉａｎｅ?．＿Ｈ…??ｃｏａｔｉｎｇ??ｓｔｒｅｓｓ?〇ｃ＊??ｃｒ＾ｋ?Ｌ?ｙ??圖２－３火炮內(nèi)膛涂層界面滑移區(qū)拉伸破壞應(yīng)力示意圖Ｍ??對(duì)于考慮火藥燃?xì)獾母邷赜绊�，Ｕｎｄｅｒｗｏｏｄ［１（）］又�?duì)火炮內(nèi)膛材料瞬態(tài)熱??損傷建立了熱力學(xué)模型。該模型考慮的涂層近壁面溫差的影響，如圖２－４所??示。文章指出，７Ｖ２可以認(rèn)為是開裂深度為ｚ的涂層平均溫度，而ｒ３ｚ／２可代表??涂層下基體材料的溫度。兩者的差值控制涂層及其附近區(qū)域的臨界初始熱損??傷。同樣，在深度為ｚ的瞬態(tài)壓應(yīng)力與沿長(zhǎng)度為／的剪切應(yīng)力ｒ達(dá)到平衡：??ＳＡＴ?ｘｚ?＝?Ｔｘｙ＊?（２－２）??因此，剪切應(yīng)力１■的表達(dá)式為：??ｒ?＝?［Ｅａ｛Ｔｚｌ２－Ｔｉｚ／２）］ｘ（ｚ／ｙ）?（２－３）??式中，￡：６（（７＾２－７＾２）為壓應(yīng)力的估計(jì)值，五和《分別為對(duì)應(yīng)溫度下材料的彈??性模量和膨脹系數(shù)。??－５－??

【參考文獻(xiàn)】：
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